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2 Métodos de análise de recalque de grupos de estacas
2.1. Introdução
Os métodos da avaliação de fundações em grupos de estacas podem ser
divididos em seguintes categorias:
• métodos empíricos e semi-empíricos;
• métodos analíticos simplificados que envolvem a separação das cargas
aplicadas ao fuste e à base da estaca;
• método de equação integral (método dos elementos de contorno) com a
utilização das funções de transferência de carga para representar a
interação solo-estaca ou da teoria da elasticidade para representar a
resposta do maciço do solo;
• métodos dos elementos finitos nos quais uma variedade de modelos
constitutivos do solo pode ser utilizada.
2.2. Métodos empíricos
Os métodos empíricos são aqueles que não são estritamente baseados na
mecânica de solos, com obtenção de parâmetros sendo feita através de simples
ensaios de campo ou laboratório e fazendo uso de correlações.
TERZAGHI & PECK (1948) substituíram a estaca ou grupo por sapatas
flexíveis situadas na profundidade da ponta das estacas ou, alternativamente, a 2/3
desta distância.
SKEMPTON (1953) propôs a seguinte relação para o calculo de recalque de
grupos de estacas em areias:
25
2
21
(4 9)
( 12)G B
B
ρρ
+=
+ (0.1)
Gρ - recalque de grupo de estacas;
1ρ - recalque de estaca isolada;
B – largura de grupo de estacas em pés.
Para um grupo quadrado de estacas cravadas em areia MEYERHOF (1959)
desenvolveu a correlação:
21
(5 )3
1(1 )
G
ss
r
ρρ
−=
+ (0.2)
s – razão entre o espaçamento e o diâmetro das estacas;
r – número de filas do grupo de estacas quadrado.
Para areias homogêneas sem camada de material compressível subjacente
MEYERHOF (1976) propôs:
0,96
G
p BI
Nρ = (0.3)
Para areias siltosas:
1,92
G
p BI
Nρ = (0.4)
p – a pressão transferida para a fundação, kPa;
B – largura do grupo de estacas, m;
N – número médio de golpes de SPT corrigido na profundidade B abaixo do
nível das pontas das estacas;
I – fator da influência de embutimento da fundação.
26
0,5(1 ) 0,58
eDIB
= − ≥ (0.5)
De – profundidade de embutimento da fundação, m.
Utilizando os resultados de CPT:
42
G
c
pBI
qρ = (0.6)
qc – a resistência média da ponta de cone na profundidade B abaixo do nível
da base do grupo, kPa.
TERZAGHI & PECK (1967) sugeriram avaliar o recalque de grupos de
estacas nos solos coesivos introduzindo uma fundação equivalente (Fig. 2.1)
localizada na profundidade de 1/3D acima da base das estacas. A pressão é
transferida ao solo através desta fundação. A carga é distribuida dentro de um
tronco de uma pirâmide as faces da qual têm inclinação de 1:2 e causa a pressão
adicional uniforme no solo subjacente. O cálculo do recalque de consolidação
basea-se nos incrementos de pressão nas camadas subjacentes.
Figura 2.1 - O esquema da fundação equivalente. (TERZAGHI & PECK, 1967)
27
O recalque de consolidação pode ser calculado usando os resultados dos
ensaios de adensamento de laboratório.
Para os solos pre-adensados, onde a pressão transferida à fundação é maior
do que a pressão de pre-adensamento:
0 0
log log1 1
cr c c o
o c
C p C p pH H
e p e pρ
+ ∆= + + +
(0.7)
Para os solos pre-adensados, onde a pressão transferida à fundação é menor
do que a pressão de pre-adensamento:
0
log1
cr o
o
C p pH
e pρ
+ ∆= +
(0.8)
Para os solos normalmente adensados:
0
log1
c o
o
C p pH
e pρ
+ ∆= +
(0.9)
ρ - recalque total da camada, mm;
H – espessura inicial da camada, mm;
Ccr – coeficiente de recompressão;
e0 – índice de vazios inicial;
po – tensão efetiva no meio da camada devido ao aumento da carga;
pc – tensão de pre-adensamento estimada, kPa;
Cc – coeficiente de adensamento;
∆ p – a variação média de tensão na camada, kPa.
CHANEY & CHASSEY (1993) recomendaram calcular a profundidade da
fundação equivalente em função da estratigrafia e o mecanismo de transferência
de carga no solo conforme a Fig. 2.2.
28
Figura 2.2 - A distribuição de pressão abaixo da sapata equivalente. (CHENEY &
CHASSIE, 1993)
Os métodos citados são baseados na relação linear entre a tensão e
deformação do solo. JANBU (1963, 1965) sugeriu utilizar o módulo tangencial.
Neste método a relação tensão-deformação do solo é expressa através do modulo
adimensional m e a exponente de tensão j. O valor do módulo m pode ser
determinado num ensaio triaxial ou oedométrico, e o valor do j pode ser assumido
0,5 para solos não coesivos e 0 para coesivos.
VESIC et al. (1969, 1977) sugeriram calcular o recalque do grupo através do
recalque da estaca isolada da seguinte maneira:
1G
B
dρ ρ= (0.10)
Gρ - recalque do grupo;
1ρ - recalque da estaca isolada;
29
B – a menor dimensão do grupo de estacas;
d – diâmetro da estaca.
Porém, dos ensaios de modelos de grande escala foi concluído que o método
pode ser utilizado somente para os solos não coesivos e o erro pode atingir ±50%.
SCHULZE & SHERIF (1973) baseando-se nos históricos dos ensaios de
campo, estabeleceram uma expressão para a obtenção de recalque para solos
grossos granulares (areias grossas, pedregulho) através dos resultados de SPT:
0.87 0.4
(1 )
s p
DN
B
ρ⋅
=+
(0.11)
s – coeficiente de recalque;
p – a carga aplicada na fundação;
N – valor médio de N (SPT) na profundidade 2B abaixo do nível da
fundação, ou na profundidade ds se a espessura da camada do solo não coesivo é
menor do que 2B;
D – a profundidade da fundação;
B – largura da fundação.
Os valores dos coeficientes s e ds podem ser obtidos utilizando a Fig. 2.3:
BOWLES (2002) sugeriu uma expressão para avaliação do recalque de um
grupo de estacas utilizando os resultados do ensaio CPT:
2
q
c
k B
qρ
⋅∆= (0.12)
B – largura do grupo;
qc – resistência do cone na zona de influência que estende-se 2B abaixo e B
acima da ponta da estaca;
q∆ - a pressão vertical na ponta da estaca;
1 0,58
Lk
B= − ≥ (0.13)
30
L – comprimento da estaca.
Figura 2.3 - Obtenção dos valores dos coeficientes s e ds. (BOWLES, 2002)
2.3. Métodos teóricos
2.3.1. Método dos elementos de contorno
POULOS (1968) propôs um método teórico para calcular os recalques do
grupo de estacas. Umas simplificações têm que ser feitas, o solo é considerado
elástico e a aderência entre a estaca e o solo é perfeita.
2.3.1.1. Análise para estacas flutuantes
O grupo de duas estacas idênticas é considerado. Cada estaca é dividida em
n elementos cilíndricos e a base circular uniformemente carregada. Nas condições
mencionadas, o deslocamento do centro de cada elemento vai ser igual ao
deslocamento do solo. Assim, os deslocamentos do solo para uma estaca flutuante
podem ser calculados de seguinte maneira:
1 2 [ ] S
s
dI I p
Eρ = + (0.14)
31
ρS - vetor dos deslocamentos do solo;
p - vetor das tensões cisalhantes;
1 2[ ]I I+ - matriz dos fatores de influência de (n+1) filas e (n+1) colunas,
contendo os elementos ijij II 21 + ;
ijij II 21 , - fatores de influência no elemento i da estaca 1 causados pela
tensão cisalhante aplicada no elemento j da estaca 1 e estaca 2.
Os valores de 1Iij e 2Iij podem ser obtidos através da integração das equações
de Mindlin para deslocamento vertical num espaço semi-homogêneo sob
carregamento interno vertical.
Os deslocamentos do solo obtidos desta maneira podem ser igualados aos
deslocamentos das estacas e a sistema das equações resultante resolvida para
calcular os deslocamentos e as tensões cisalhantes ao longo das estacas. Assim, a
análise do grupo de duas estacas é idêntica à de uma estaca, mas a matriz da
influência de deslocamento do solo inclui a contribuição da segunda estaca.
Os resultados obtidos são representados através de fatores de interação:
ij
ij
j
ρα
ρ
∆= (0.15)
ijα - fator de interação;
jρ - recalque da estaca j sob carregamento próprio;
ijρ∆ - acrescimo do recalque na estaca i causado pela estaca j.
Os fatores de interação foram obtidos por POULOS & MATTES (1971) e
são representados como a função do espaçamento adimensional s/d em forma de
gráficos para diferentes valores da rigidez relativa K e índice de esbeltez L/d.
32
Figura 2.4 - Fator de interação vs. espaçamento relativo, L/d = 10, v = 0,5. (POULOS &
DAVIS, 1980)
Figura 2.5 - Fator de interação vs. espaçamento relativo, L/d = 25, v = 0,5. (POULOS &
DAVIS, 1980)
Figura 2.6 - Fator de interação vs. espaçamento relativo, L/d = 50, v = 0,5. (POULOS &
DAVIS, 1980)
33
POULOS (2009) sugeriu a seguinte expressão aproximada para o cálculo
dos fatores de interação:
exp( ( / ))A B s dα = ⋅ − ⋅ (0.16)
A, B – coeficientes.
Os estudos paramétricos feitos com utilização do programa DEFPIG
possibilitaram achar as aproximações para os coeficientes A e B com uma precisão
aceitável para fins gerais de engenharia:
1 b kA A A A= ⋅ ⋅ (0.17)
1 b kB B B B= ⋅ ⋅ (0.18)
A1, B1 – coeficientes dependentes da razão L/d;
Ab, Bb – coeficientes dependentes da razão entre os módulos de elasticidade
do solo ao longo da fuste e abaixo da ponta da estaca;
Ak, Bk – coeficientes dependentes da razão entre a rigidez do solo e da
estaca.
Através de ajuste de curvas foram obtidas as seguintes expressões para os
coeficientes dados acima:
21 0.376 0.0014 ( / ) 0.00002 ( / )A L d L d= + ⋅ − ⋅ (0.19)
1.254 0.326 ln( / )b b sA E E= − ⋅ (0.20)
0.099 0.126 ln( )kA K= + ⋅ (0.21)
1 0.116 0.0164 ln( / )B L d= − ⋅ (0.22)
0.865 0.164 ln( / )b b sB E E= + ⋅ (0.23)
1.409 0.055 ln( )kB k= − ⋅ (0.24)
Alternativamente, foi desenvolvida outra expressão para a obtenção do fator
de interação:
ln( / )C D s dα = + ⋅ (0.25)
34
Os coeficientes C e D podem ser aproximados da seguinte forma:
1 b kC C C C= ⋅ ⋅ (0.26)
1 b kD D D D= ⋅ ⋅ (0.27)
21 0,509 (0,0007 ( / ) 0,00002 ( / ) )C L d L d= + ⋅ − ⋅ (0.28)
1,145 0,2552 ln( / )b b sC E E= − ⋅ (0.29)
0,096 0,127 ln( / )k p sC E E= + ⋅ (0.30)
1 0,0242 ln( / ) 0, 209D L d= ⋅ − (0.31)
1, 234 0,316 ln( / )b b sD E E= − ⋅ (0.32)
0,190 0,114 ln( / )k p sD E E= + ⋅ (0.33)
2.3.1.1.1. Efeito do estrato da espessura finita
Soluções para a obtenção do fator de interação α para um grupo de duas
estacas incompressíveis em um estrato de solo de espessura h foram obtidas por
POULOS (1968). Com base nestes resultados, fatores de correção Nh podem ser
achados através do gráfico da Fig. 2.7.
Os fatores de interação para esse caso podem ser calculados da seguinte
maneira:
F hNα α= (0.34)
Fα - fator de interação para espaço semi-infinito.
Para o caso do grupo de duas estacas, o efeito de um estrato de solo é
reduzir o valor do fator de interação α .
Os valores no gráfico são para o caso de L/d = 25 e K = ∞, mas ele pode ser
aplicado para outros casos lembrando que com decremento de L/d o valor de Nh
diminui com decréscimo de K o valor de Nh aumenta.
35
Figura 2.7 - Os fatores de correção devido à espessura finita da camada. (POULOS &
DAVIS, 1980)
2.3.1.1.2. Efeito do alargamento da base da estaca
Fig. 2.8 mostra os fatores de correção devido a alargamento da base da
estaca Ndb. O fator de interação calcula-se:
db FNα α= ⋅ (0.35)
Fα - fator de interação para db/d = 1.
A interação aumenta com o aumento do diâmetro da base das estacas,
particularmente para estacas curtas. Os valores no gráfico são para estacas
incompressíveis, a compressibilidade das estacas tende a reduzir o efeito.
36
Figura 2.8 - O fator de correção devido a alargamento da base. (POULOS & DAVIS,
1980)
2.3.1.1.3. Efeito do coeficiente de Poisson
O efeito do coeficiente de Poisson pode ser levado em conta multiplicando o
fator de interação pelo fator de correção Nv, apresentado na Fig. 2.9:
0.5Nνα α= ⋅ (0.36)
5.0α - fator de interação para ν = 0.5.
O fator de correção aumenta com o decréscimo do coeficiente de Poisson, o
que é mais notável no caso do espaçamento grande.
37
Figura 2.9 - Coeficiente de correção devido ao efeito do coeficiente de Poisson.
(POULOS & DAVIS, 1980)
2.3.1.2. Fator de interação para grupo de duas estacas idênticas de ponta
Para o caso de grupos de duas estacas de ponta, o fator de interação α pode
ser relacionado com os fatores relativos a estacas flutuantes em um semi-espaço
homogêneo, elástico, aF, através de :
( )F E F EFα α α α= ⋅ − (0.37)
aF - fator de interação para estacas flutuantes em um semi-espaço;
aE - fator de interação para estacas de ponta;
FE - fator dependente de K, L/d e Eb / Es ;
Eb - módulo de elasticidade do solo abaixo da ponta das estacas.
38
Figura 2.10 - Fator de interação para estacas de ponta para L/d = 25. (POULOS &
DAVIS, 1980)
Os valores de FE para o caso de L/d = 50 são mostrados na Fig. 2.11. Esses
valores foram obtidos para espaçamentos relativos s/d = 5 e podem ser utilizados
como aproximações para outras situações de s/d.
Figura 2.11 - Fator de redução de interação para estacas de ponta. (POULOS & DAVIS,
1980)
39
2.3.1.3. Análise para duas estacas de diâmetros diferentes
Para duas estacas i e j, conforme Fig. 2.12, com diâmetros diferentes, é
razoável calcular o acréscimo no recalque da estaca i, em presença da estaca
adjacente j, aproximadamente por:
ij j ijρ ρ α∆ = ⋅ (0.38)
ijρ∆ - acréscimo de recalque da estaca i ;
jρ - recalque da estaca j devido ao seu próprio carregamento;
ijα - fator de interação dependente do espaçamento relativo s/d entre as
estacas i e j e outros parâmetros geométricos (comprimento e diâmetro) da estaca
j;
Similarmente, o aumento do recalque na estaca j causado pela estaca i,
jiρ∆ , é dado por:
ji i jiρ ρ α∆ = ⋅ (0.39)
jiρ∆ - acréscimo de recalque da estaca j;
iρ - recalque da estaca i, devido ao seu próprio carregamento;
jiα - fator de interação dependente do espaçamento relativo s/d entre as
estacas i e j e outros parâmetros geométricos (comprimento e diâmetro) da estaca
i.
Em geral, para carregamentos iguais sobre as duas estacas i e j, ijρ∆ é
diferente de jiρ∆ .
40
Figura 2.12 - Grupo de duas estacas de diâmetros diferentes.
2.3.1.4. Fator de interação modificado
Considerando o nível de deformação alto próximo às estacas e baixo no solo
entre as mesmas, POULOS (1988) propôs a correção para o calculo dos fatores de
interação. O nível da deformação influencia o valor do módulo da elasticidade,
que é mais alto para baixa deformação.
Assim, para calcular o recalque da estaca isolada é usado o módulo de
elasticidade do solo próximo a mesma (Es). Para achar o acréscimo no recalque
causado pelo carregamento das estacas vizinhas o valor médio do módulo de
elasticidade (Esav) é usado.
Fig. 2.13 mostra a distribuição do módulo de elasticidade no maciço do solo
adotada por Poulos, onde o módulo de elasticidade aumenta linearmente com a
distância a partir de um valor Es, na interface estaca-solo, até um valor Esm a uma
distância st da face da estaca. Acima de st, o módulo de elasticidade do solo
permanece constante.
Com essa distribuição do módulo de elasticidade, o valor médio do mesmo
calcula-se de seguinte maneira:
1. Para s ≤ 2st + d,
( )
1 0.25( 1)sav
s t
E s d
E sµ
−= + − (0.40)
41
Figura 2.13 - A distribuição do módulo de elasticidade no maciço de solo proposta por
POULOS (1988).
2. Para s ≥ 2st + d,
(1 )( )
sav t
s
E s
E s dµ µ= + −
− (0.41)
sm
s
E
Eµ = (0.42)
O valor do fator µ provavelmente se encontra na faixa entre 3 e 10, quando
st na faixa de 3 - 6 diâmetros da estaca.
Através dos estudos paramétricos feitos por Poulos pode ser observado que
com aumento de µ o fator de interação diminui e com aumento de s/d a redução
relativa do mesmo aumenta. Também revelou-se que a consideração do efeito do
módulo de elasticidade não uniforme causa a distribuição de carregamento no
grupo mais homogênea.
42
2.3.1.5. Análise de grupo de estacas genérico
POULOS & DAVIS (1980) propõem que a análise para o grupo de duas
estacas pode ser estendido para qualquer número de estacas no caso do
comportamento idêntico das mesmas, ou seja, o grupo deve ser “simétrico”, do
arranjo circular, as estacas devem ter a carga e o recalque iguais. A solução para
esse tipo de grupo revelou que o recalque adicional de uma estaca causado pelas
estacas vizinhas pode ser aproximadamente calculado através da superposição dos
fatores de interação individuais. Porem, a superposição não pode ser considerada
totalmente correta porque a adição de uma estaca muda o sistema elástico.
Deste modo o recalque ρi de uma estaca i em um grupo de n estacas, pode
ser determinado como:
11
n
i j ji
j
Pρ ρ α=
= ⋅∑ (0.43)
1ρ - recalque de uma estaca isolada sob carregamento unitário;
jP - carga na estaca j ;
jiα - fator de interação para o espaçamento sij (para i = j , jiα = 1).
A equação acima pode ser escrita para todas as estacas do grupo. Também,
do equilíbrio das cargas verticais:
1
n
G j
j
P P=
=∑ (0.44)
GP - carga total aplicada ao grupo de estacas.
Assim, n + 1 equações obtidas podem ser resolvidas para dois casos:
• Carregamento igual aplicado a todas as estacas, condição do bloco
flexível.
• Recalque igual de todas as estacas, bloco rígido.
Para o primeiro caso, a equação (2.45) pode ser usada diretamente para o
calculo dos recalques das estacas. Para o segundo caso as expressões para a
43
obtenção dos recalques são igualados, que junto com a equação (2.45) vai resultar
num sistema de n + 1 equações que pode ser resolvido para as cargas
desconhecidas e os recalques. Na maioria dos casos o numero de equações pode
ser reduzido devido à simetria do grupo de estacas.
Para simplificar o procedimento de cálculo no caso do bloco rígido é
sugerido que seja escolhida uma estaca representativa (que não seja no centro ou
na extremidade do grupo) e avaliado o seu recalque admitindo-se que todas as
demais estacas do grupo suportem o mesmo carregamento.
A análise representada requer o conhecimento de valores dos fatores de
interação e o recalque de uma estaca isolada. Os resultados podem ser
representados de duas formas:
Em termos do índice de recalque:
1
meds
med
Rρρ
= (0.45)
medρ - recalque médio do grupo;
med1ρ - recalque de uma estaca isolada com a mesma carga média do grupo,
1 1med medPρ ρ= (0.46)
medP - carga média do grupo.
Em termos do fator de redução do recalque,
1
medG
tot
Rρρ
= (0.47)
tot1ρ - recalque de uma estaca isolada com a mesma carga total do grupo.
Para um grupo de M estacas o índice de recalque Rs, relaciona-se com o fator de
redução do grupo RG :
sG
RR
M= (0.48)
44
O valor de RG representa a redução no valor do recalque previsto, quando se
utiliza um grupo de estacas ao invés de uma estaca isolada para suportar o mesmo
carregamento.
O índice de recalque Rs é mais utilizado na prática, mas o fator de redução
RG tem vantagens quando usado para comparar o comportamento dos grupos com
a mesma carga total e o número de estacas diferente.
Assim, o recalque do grupo de estacas pode ser calculado através das
grandezas estabelecidas acima:
1G s medR Pρ ρ= (0.49)
1G G GR Pρ ρ= (0.50)
2.3.1.6. Efeito da compressibilidade da camada subjacente
Em casos onde o solo apresenta um perfil estratificado e se verifica a
presença de uma camada de maior compressibilidade abaixo da ponta da estaca, a
parcela de recalque correspondente a esta camada deve ser considerada no cálculo
do recalque total do grupo de estacas.
POULOS & MATTES (1971) sugerem uma técnica para levar em
consideração esta contribuição na determinação do recalque:
• Calcula-se o recalque do grupo de estacas, utilizando-se as soluções
paramétricas de POULOS (1968), para estimativa do índice de recalque Rs;
• Substitui-se o grupo de estacas por um tubulão isolado equivalente (por
exemplo, de mesma seção transversal em relação ao grupo de estacas e de
comprimento equivalente Leq), de tal maneira que os recalques do grupo e
do tubulão sejam iguais;
• Calcula-se a contribuição de recalque devido às camadas subjacentes em
função do tubulão equivalente e de fatores de influência de recalque
determinados pela teoria da elasticidade.
Para um grupo de estacas situado em uma camada que está sobrejacente a n
camadas compressíveis, o recalque ρ pode ser expresso como:
45
1
1
nG k k
G
keq sk
P I I
L Eρ ρ +
=
−= + ∑ (0.51)
Gρ - recalque do grupo de estacas devido à compressibilidade das camadas
ao longo do fuste;
GP - carga total do grupo;
eqL - comprimento do tubulão equivalente;
kI - coeficiente de influência dos fatores de recalque em relação ao eixo do
tubulão equivalente, no nível da camada k;
skE - módulo da elasticidade da camada k.
POULOS (1977) comenta que o efeito de h/Leq no valor do fator de
influência I é pequeno para o caso de νs = 0.5, sendo esta influência praticamente
insignificante para h/Leq > 1.75.
2.3.1.7. Método teórico de obtenção do índice de recalque para o cálculo do recalque de grupos de estacas
Devido ao grande número de variáveis envolvidas, torna-se praticamente
impossível apresentar soluções paramétricas para todos os casos de interesse
prático. POULOS (1977) apresentou resultados paramétricos relacionando valores
dos índices de recalque Rs para grupo de estacas flutuantes em um semi-espaço
homogêneo e grupo de estacas de ponta em um estrato de espessura h.
Em geral, o índice de recalque Rs aumenta com o decréscimo do
espaçamento entre as estacas e o aumento do número das mesmas. Para grupos de
estacas flutuantes, um aumento da rigidez relativa K causa um aumento do índice
de recalque Rs, enquanto para um grupo de estacas de ponta isso tende a reduzir
Rs.
A configuração das estacas dentro de um grupo não influencia
significativamente o valor de Rs. Para os grupos que contém mais de 16 estacas
observa-se que o valor de Rs varia aproximadamente linearmente com a raiz
quadrada do número de estacas do grupo.
46
Assim, POULOS (1968), utilizando determinados valores de K e L/d,
estabelece uma formulação para o índice de recalque Rs, obtida a partir da
extrapolação de valores de grupos de 16 e 25 estacas:
25 16 25( )( 5)sR R R n R= ⋅ ⋅ + (0.52)
25R - valor do índice de recalque Rs para um grupo de 25 estacas;
16R - valor do índice de recalque Rs para um grupo de 16 estacas;
n – número de estacas do grupo.
POULOS (1968) observou que o recalque do grupo de estacas em um meio
relativamente uniforme depende inicialmente da forma geométrica do bloco e do
número de estacas. Porém verifica-se que para uma determinada geometria de
grupo, a eficiência deste tipo de fundação tende a ser pouco significativa na
redução do recalque, a menos que o espaçamento relativo entre as estacas seja
mantido em s/d ≥ 6. Diversos fatores podem também influenciar na determinação
do valor do índice de recalque Rs, tais como: a espessura do estrato de solo h, a
compressibilidade da camada de solo subjacente ao grupo de estacas de ponta, o
coeficiente de Poisson, o contato do bloco com a superfície do terreno e a
distribuição do módulo de elasticidade do solo no maciço de solo.
2.3.1.7.1. Efeito da espessura do estrato do solo
O efeito da espessura do estrato h tende a reduzir o valor do índice de
recalque Rs no caso de grupos de estacas flutuantes. O coeficiente de redução é
definido como:
h
sh
s
R
Rξ = (0.53)
shR - o índice de recalque para um estrato de espessura h;
sR - o índice de recalque para semi-espaço infinito.
47
O coeficiente de redução diminui com decréscimo de h/L e aumento de L/d.
O efeito da espessura do estrato de solo h cresce com o aumento do tamanho e
redução de rigidez relativa do grupo de estacas.
Figura 2.14 - Coeficiente de redução devido ao efeito da espessura do estrato do solo.
(POULOS & DAVIS, 1980)
2.3.1.7.2. Efeito da compressibilidade da camada subjacente
POULOS (1977) define um coeficiente de redução bξ , variável com o
índice Eb/Es, (módulo da camada abaixo da base do grupo de estacas em relação
ao módulo de elasticidade do solo ao longo do fuste das estacas), através de:
b
sb
s
R
Rξ = (0.54)
sbR - o índice de recalque de um grupo de estacas de ponta;
sR - o índice de recalque de um grupo de estacas flutuantes.
48
O valor do coeficiente bξ tende a diminuir com o aumento da rigidez
relativa da base Eb/Es, sendo este efeito mais evidente para grupos de estacas
curtas (L/d ≤ 25). Para grupos de estacas esbeltas (L/d ≥ 100), com elevados
valores de rigidez relativa K, o efeito da espessura do estrato de solo h é
praticamente insignificante no valor do recalque de grupos de estacas.
Figura 2.15 - Coeficiente de redução para o efeito da camada carregada. (POULOS &
DAVIS, 1980)
Conforme a razão Eb/Es aproxima-se ao infinito, o índice de recalque para
um grupo de estacas de ponta tende ao índice de um grupo de estacas flutuantes.
2.3.1.7.3. Efeito do coeficiente de Poisson
O valor do coeficiente de redução é definido como sendo:
s
s
R
R
ν
νξ = (0.55)
νξ aumenta com decréscimo do coeficiente de Poisson. Quando ocorre a
drenagem, o valor de sν diminui de 0.5 para o coeficiente drenado, assim o valor
49
do índice de recalque aumenta, o efeito sendo mais notável para grupos com
maiores números de estacas.
2.3.2. Análise através do método de camadas finitas
No método de camadas finitas, desenvolvido por SOUTHCOTT & SMALL
(1995), o solo é dividido em camadas de extensão horizontal infinita. O
deslocamento tem que ser obtido na interface de cada camada. Para modelar a
aplicação de carga ao longo do fuste da estaca, o anel uniformemente carregado é
usado. O carregamento da base é representado pela carga pontual da magnitude
igual à tração normal na ponta da estaca.
A estaca é idealizada como uma série de elementos lineares que possuem
nós correspondentes às interfaces das camadas.
Na representação do sistema estaca - solo os poços feitos pelas estacas não
são modelados. Esse fato é considerado desprezível porque o solo é substituído
pelas estacas que são muito mais rígidas.
Figura 2.16 - Modelo do sistema solo-estaca usado no método de camadas finitas.
(SOUTHCOTT & SMALL, 1995)
Para simplificar as equações que constituem a matriz de rigidez do solo a
transformada de Henkel foi usada. Assim o problema se reduz a uma dimensão.
Assumindo que os deslocamentos do solo sδ e da estaca pδ são iguais
nos nós e na base e as forças são iguais e opostas obtém-se:
50
[[ ] [ ]] p sK K Pδ+ = (0.56)
[ ] K Pδ = (0.57)
δ - vetor de deslocamentos dos nós;
][][][ sp KKK += - matriz de rigidez combinada solo-estaca;
T
nsp ppPPP 0...,,,0...,,0, 1=+= - o vetor dos carregamentos
aplicados;
np - carregamento aplicado à cabeça da estaca n.
O método de camadas finitas foi usado para obter o fator de interação α
entre duas estacas idênticas, uma das quais foi sujeita ao carregamento unitário.
i
j
s
sα = (0.58)
is - o recalque da estaca não carregada i causado pela estaca carregada j;
js - o recalque da estaca j sob o carregamento próprio.
Os fatores de interação obtidos são apresentados nas Figs. 2.17, 2.18 e 2.19.
Figura 2.17 - O fator de interação vs. espaçamento relativo, L/d = 25. Comparação com
os resultados de EL SHARNOUBY & NOVAK (1990) e de POULOS (1968).
(SOUTHCOTT & SMALL, 1995)
51
Figura 2.18 - O fator de interação vs. espaçamento relativo, L/d = 50. Comparação com
os resultados de EL SHARNOUBY & NOVAK (1990) e de POULOS (1968).
(SOUTHCOTT & SMALL, 1995)
Figura 2.199 - O fator de interação vs. espaçamento relativo, L/d = 100. Comparação
com os resultados de EL SHARNOUBY & NOVAK (1990) e de POULOS (1968).
(SOUTHCOTT & SMALL, 1995)
52
Os gráficos mostram a boa concordância entre os valores dos fatores de
interação para L/d = 25 e 50 obtidos por EL SHARNOUBY & NOVAK (1990) e
pelo método de camadas finitas (SOUTHCOTT & SMALL, 1995).
A Fig. 2.20 representa os fatores de interação obtidos para as estacas de
ponta pelo método de camadas finitas e por EL SHARNOUBY & NOVAK (op.
cit.) plotados contra a razão entre os módulos de elasticidade do solo Es e da base
rígida. O sistema analisado inclui a fila de cinco estacas com espaçamento s/d =
2.5, L/d = 25.
Figura 2.20 - Os fatores de interação para cinco estacas de ponta comparação entre os
resultados do método de camadas finitas e de EL SHARNOUBY & NOVAK (1990).
(SOUTHCOTT & SMALL, 1995)
2.3.3. Método de estacas fictícias
Geralmente, nos métodos de análise de recalque o efeito do aumento de
rigidez devido à instalação de estacas é desprezado. MING & LONG-ZHU (2008)
fizeram uma proposta para incluir esse efeito na análise de um grupo de estacas
usando o método de estacas fictícias.
53
O problema é modelado através da decomposição do sistema solo – estacas
em maciço de solo estendido e duas estacas fictícias. A equação integral de
Fredholm de segunda ordem determina a distribuição das deformações axiais
causadas pelas forças interativas do solo estendido ao longo dos eixos centroidais
das localizações originais das estacas. Determinadas as forças axiais nas estacas
fictícias, podem ser obtidas as distribuições de forças nas estacas reais e os
recalques do grupo de duas estacas sob cargas verticais idênticas.
Figura 2.21 - Modelo de grupo de duas estacas. (MING & LONG-ZHU, 2008)
Para resolver as equações necessárias, as estacas têm que ser divididas em n
elementos. Os autores Cao Ming e Chen Long-zhu estudaram a influência do
número dos elementos no valor do fator de interação obtido através do parâmetro
δ :
nd
Lδ = (0.59)
Foi concluído que o valor de 4≥δ é suficiente para obter os resultados
satisfatórios.
54
Figura 2.22 - A influência do número de elementos no valor do fator de interação. (MING
& LONG-ZHU, 2008)
Os fatores de interação obtidos pelos autores são representados em
dependência do espaçamento relativo para diferentes razões de Ep/Es e índice de
esbeltez na Fig. 2.23.
Figura 2.23 - Os fatores de interação vs. espaçamento relativo para L/d = 40, 50 e 60.
(MING & LONG-ZHU, 2008)
55
2.3.4. Método baseado na aproximação de Winkler
Um método simplificado para obter a solução analítica para o calculo dos
recalques da fundação profunda foi proposto por MYLONAKIS & GAZETAS
(1998). O método é baseado na aproximação de Winkler, onde o solo é
representado por um conjunto de molas. Os valores da tensão cisalhante e a
pressão na base são considerados como proporcionais ao recalque local. Esse
método mostrou uma correlação boa com os resultados das análises numéricas
mais rigorosas. Além disso, os estudos de Mylonakis (2001) revelaram uma
expressão de forma fechada que descreve a relação entre a constante da mola e do
módulo elástico cisalhante.
Na solução original de RANDOLPH & WROTH (1978) os deslocamentos
verticais foram representados através de uma função logarítmica decrescente com
o aumento da distância entre a estaca e o ponto de interesse. Assim a tensão
cisalhante no fuste da estaca pode ser representada em termos do deslocamento
local como sendo:
22
ln m
G
rd
d
ρτ =
(0.60)
mr - raio de influência, fora do qual o recalque pode ser desprezado. No
caso geral do solo não homogêneo:
1 2 (1 )mr Lχ χ ν≈ − (0.61)
21, χχ - fatores empíricos dependentes de não homogeneidade do solo.
Os valores numéricos dos fatores 1χ e 2χ são discutidos por RANDOLPH
& WROTH (1978). É recomendado usar 1χ = 2.5 para estacas em hemisfério
homogêneo e 1χ = 2 para solo com a base rígida na profundidade de 2,5L, para
solo homogêneo ≈2χ 1 e para o solo de Gibson ≈2χ 0.5. Entretanto, a rigidez
da estaca isolada não é bastante insensível ao valor exato do raio rm.
56
O coeficiente de Winkler k, que relaciona a força transferida ao solo pela
estaca por comprimento unitário e o deslocamento local, é dado por:
2
2ln m
d Gk G
rw
d
π τ πδ= = =
(0.62)
O coeficiente k não é a propriedade do solo, mas depende de caraterísticas
do solo e da estaca e muda com profundidade, inclusive numa camada
homogênea. Para fins práticos a seguinte aproximação é adotada. A razão k(z)/G é
considerada a ser constante ao longo da profundidade.
Empregando a regressão linear baseada no método de Levenberg -
Marquardt for derivada a equação a seguir:
0.025 0.6
1.3 1 7p
s
Ek L
G E dδ
− − = ≈ + (0.63)
A rigidez resultante da estaca, K = P/wt, onde P é a carga na cabeça da
estaca e wt é o deslocamento da superfície, pode ser expressa:
tanh( )
1 tanh( )p p
LK E A
L
λλ
λΩ+
=+Ω
(0.64)
O termo λppAE é igual à rigidez da estaca de comprimento infinito. Os
parâmetros Ω e λ representam a rigidez adimensional da base da estaca e o
índice de esbeltez da estaca respeitivamente:
b
b p p
P
w E A λΩ = (0.65)
p p
k
E Aλ = (0.66)
57
Adotando os argumentos de RANDOLPH & WROTH (1978), é suficiente
considerar que a base da estaca atua como um disco rígido na superfície da
camada elástica homogênea. A relação força – deslocamento correspondente é
expressa do seguinte modo:
2
1 0.651
b bb
b b b
P dE dK
W hν
= ≈ + −
(0.67)
O termo entre parênteses leva em consideração a presença da base rígida
que se encontra na profundidade bh abaixo da ponta da estaca.
Figura 2.244 - Modelo de a) um grupo de estacas no solo estratificado b) transferência
de carga ao longo da estaca. (MYLONAKIS & GAZETAS, 1998)
2.3.4.1. Interação entre duas estacas
Para achar o fator de interação entre duas estacas é preciso primeiro
determinar o campo de deslocamento ao redor de uma estaca carregada.
Assumindo como a aproximação o estado de deformação plana, obtém-se a
58
variação logarítmica do deslocamento vertical do solo Us com a distância radial s.
A função de atenuação se expressa como:
( , )
( )( / 2, )s
s
U s zs
U d zψ = (0.68)
ln( ) ln( )
ln(2 ) ln( ) 2
( )
0
mm
m
m
r s ds r
r d
s
s r
ψ
− < < −= ≥
(0.69)
A função )(sψ não depende da profundidade.
Considerando que as estacas são muito mais rígidas do que o solo e que a
estaca não carregada segue exatamente o campo de deslocamentos gerado pela
estaca carregada, o fator de interação será igual a )(sψ , o seja, a solução obtida
por RANDOLPH & WROTH (1979).
MYLONAKIS & GAZETAS (1998) apontam várias incertezas que essa
solução implica como o fato que as estacas por serem rígidas e por causa da
reação da ponta não recalcam assim como impõe o campo de deslocamentos
gerado pelas estacas vizinhas. Eles propuseram um método alternativo, que
envolve três estágios (Fig. 2.25):
1. A estaca fonte é sujeita a uma carga axial na ponta. Aplicando qualquer
método analítico, o perfil de deslocamento W11(z) ao longo da estaca é obtido.
2. É aceito que a atenuação de deslocamento com a distância radial acontece
conforme descrito pela função )(sψ . Assim, se a estaca “receptora” não existisse,
o deslocamento no lugar dela seria:
11( , ) ( ) ( )sU s z W z sψ≈ (0.70)
3. A presença da estaca receptora modifica, geralmente reduz o
deslocamento. Para representar esse efeito, a estaca receptora é modelada em
forma de uma viga suportada pelas molas de Winkler. O mecanismo de
transferência de carga aqui é invertido, ou seja, o solo impõe o deslocamento à
59
estaca. A resposta W21(z) da estaca receptora predefine um fator de interação que
pode ser expresso como:
21
21
( 0)
( 1)
W z
W zα
==
= (0.71)
No caso particular de uma camada homogênea o fator de interação obtém-se
através de uma expressão explícita:
( ) ( , )s hα ψ ζ λ= Ω (0.72)
ln( / )
ln(2 / )m
m
r s
r dα ζ
=
(0.73)
2
2
2 sinh(2 ) [sinh(2 ) 2 ] [cosh(2 ) 1]
2sinh(2 ) 2 sinh(2 ) 4 cosh(2 )
L L L L L
L L L
λ λ λ λ λζ
λ λ λ+ +Ω − +Ω −
=+ Ω + Ω
(0.74)
Figura 2.255 - Modelo proposto para o cálculo da influência de uma estaca carregada na
estaca vizinha. (MYLONAKIS & GAZETAS, 1998)
60
A função ψ define o campo de deslocamento induzido, quando a função ζ
(também chamada de fator de difração) representa o efeito de rigidez da estaca e a
interação da mesma com o solo. É interessante observar o comportamento
assintótico da função ζ . Para uma estaca de ponta o parâmetro da rigidez da
base Ω se torna infinito e a função se simplifica a:
1 2
12 sinh(2 )
h
h
λζ
λ
= −
(0.75)
No caso de uma estaca flutuante o parâmetro Ω desaparece e:
1 2
12 sinh(2 )
h
h
λζ
λ
= +
(0.76)
Para uma estaca de comprimento infinito a função ζ passa ser igual a 0,5,
ou seja o fator de interação se reduz à metade.
2.3.4.2. Interação entre as bases das estacas
Fora do caso de estacas flutuantes, o campo de deslocamentos é gerado
pelas pontas das estacas também, a função de atenuação do qual é dada como:
( , )
( )( / 2, )s
b
s
U s L ds
U d L sψ
π= ≈ (0.77)
A interação entre as estacas pode ser incluída assumindo que o
deslocamento gerado pela estaca fonte arrasta para baixo a base da “receptora”.
Criando essa condição de contorno adicional, o fator de interação complementar
bα pode ser obtido. No caso de uma camada homogênea:
( ) ( , )b b bs hα ψ ζ λ= Ω (0.78)
61
2
2
2 cosh(2 ) sinh(2 )( 1)bh h
ζλ λ
Ω=Ω + Ω +
(0.79)
Como a função )(sbψ decresce inversamente à distância radial s quando a
função )(sψ decresce logaritmicamente, o deslocamento da base da estaca afeta a
região consideravelmente menor. Além disso, a interação solo-base reduz o fator
de interação bα . Para casos práticos, o valor de bα é de ordem de 10-3,
consequentemente, a interação entre as bases pode ser desprezada.
Nas Figs. 2.26 e 2.27 o fator de interação para solo homogêneo é plotado em
termos de espaçamento relativo e comparado com os resultados correspondentes
de POULOS & DAVIS (1980).
Figura 2.26 - Os fatores de interação para estacas flutuantes para diferentes índices de
esbeltez, Ep/Es = 1000, νs = 0.5. Comparação com os resultados de POULOS & DAVIS
(1980). (MYLONAKIS & GAZETAS, 1998)
62
Figura 2.27 - Os fatores de interação para estacas flutuantes para diferentes razões de
Ep/Es, L/d = 25, νs = 0.5. Comparação com os resultados de POULOS & DAVIS (1980).
(MYLONAKIS & GAZETAS, 1998)
2.3.4.3. Fator de interação para solo estratificado
Para levar em consideração o caso do solo estratificado a seguinte equação
matricial pode ser introduzida:
[ ] [ ][ ] [ ]
11 11
11 11
21 21
21 21
( ) (0)
( ) (0)0
( ) (0)
( ) (0)i
i
W h W
P h PL
LI LW h W
P h P
=
(0.80)
[ ]L e [ ]LI são matrizes de transferência que são referentes à resposta da
estaca isolada e à interação entre as estacas respeitivamente.
No caso de n camadas do solo é necessário aplicar a equação anterior
camada por camada, impondo a condição de continuidade em cada interface:
21 11 21
21 11 211 1
(0) (0)
(0) (0)bb
FI FI FI FIW W W
FI FI FI FIP P P
αα αβ αα αβ
βα ββ βα ββ
= +
(0.81)
63
O símbolo bb denomina a base da “mola” na ponta da estaca receptora. O
primeiro produto matricial na parte direita da equação é a quantidade conhecida
correspondente ao “termo de forças” produzido pela estaca fonte. Desprezando a
interação entre as bases das estacas, o deslocamento na base da “mola” que
suporta a base da estaca receptora é nulo (W21bb = 0). Além disso, o deslocamento
unitário na cabeça da estaca fonte (W11(0)1 = 1) requer a força igual à rigidez da
estaca isolada K (P11(0)1 = K). Caso essa força seja aplicada, o deslocamento
resultante da estaca não carregada (P21(0)1 = 0) será igual ao fator de interação α
(W21(0)1 = α). Substituindo essas condições de contorno na equação matricial
anterior, obtém-se o fator de interação.
2.3.4.4. Análise para grupo de estacas
Para um caso geral de um grupo de m estacas idênticas com bloco rígido, o
recalque pode ser obtido através da força resultante:
1
1
[1 [ ] 1]m
T
G i G G G
i
P P A D K D−
=
= = =∑ (0.82)
[A] – matriz de fatores de interação de tamanho m x m ;
[1] – vetor unitário de tamanho m x 1;
PG – força resultante;
DG – recalque do grupo.
2.3.4.5. Forças adicionais internas no grupo de estacas
Os métodos de cálculo de recalque do grupo de estacas baseados nos fatores
de interação geralmente assumem que cada estaca do grupo é submetida somente
a uma parcela de carga aplicada no bloco. MYLONAKIS & GAZETAS (1998)
apontaram que a interação entre as estacas não só causa um recalque adicional
mas também induz uma tração cisalhante ao longo do fuste (Fig. 2.28).
64
Figura 2.28 - Esquema do mecanismo que impõe as forças adicionais na estaca
receptora. (MYLONAKIS & GAZETAS, 1998)
O campo de deslocamento gerado arrasta para baixo a estaca receptora
analogamente à ação da fricção negativa. A força axial adicional criada pela
tração tende a aumentar com a profundidade e, junto com a carga na cabeça da
estaca, resulta na distribuição de força axial mais uniforme ao longo do fuste. O
fato que a parcela de carga transmitida para a ponta da estaca isolada é menor do
que em um grupo pode ser explicado através de maior interação entre os fustes das
estacas do que entre as bases. Assim, certa parte de carga fica redistribuída dentro
de um grupo.
No caso de uma camada de solo a força axial adicional ao longo da estaca
receptora pode ser obtida da seguinte maneira:
1121
(0)( ) (1 )
4 4 4 4
(1 )2 4 2 4
p p z
p p p p
z z z
p p p p
P E A K KP z z e
K E A E A
K Kz e e e
E A E A
λ
λ λ λ
λ ψ ψ ψ ψλ
λ λ
α ψ α ψλ
λ λ− −
= − + − + ⋅
⋅ − − + + +
(0.83)
65
As forças adicionais são sensíveis à condição de contorno na ponta da
estaca. A rigidez da mola que representa o solo abaixo da estaca parece ser o fator
determinante de desenvolvimento da tensão adicional. Assim, para as estacas
flutuantes que não têm reação na base, as forças adicionais são insignificantes.
Entretanto, no caso das estacas de ponta a base rígida permite somente a interação
pequena assim que a força adicional passa a ser 25% da força na cabeça da estaca.
A influência da rigidez da base é ilustrada na Fig. 2.29. A força adicional
calculada depois da redução da rigidez a 80% diminuiu em 10% apesar de
aumento do fator de interação.
Figura 2.29 - A distribuição da força axial ao longo das estacas do centro e do canto de
um grupo 3 x 3 no solo homogêneo para várias condições de contorno, Ep/Es = 1000,
L/d = 20, νs = 0,5, s/d = 5. (MYLONAKIS & GAZETAS, 1998)